基于ansys的砌體結(jié)構(gòu)非線性有限元分析

基于ansys的砌體結(jié)構(gòu)非線性有限元分析

現(xiàn)代水泥結(jié)構(gòu)注重高層建筑和地震的發(fā)展。為了適應(yīng)這種發(fā)展需要,應(yīng)加快對(duì)現(xiàn)代砌體結(jié)構(gòu)理論的研究。毋庸質(zhì)疑,有限元分析已經(jīng)成為研究的重要途徑之一。近年來隨著一些大型有限元分析軟件的開發(fā)應(yīng)用,砌體結(jié)構(gòu)的有限元分析得到越來越廣泛的重視,不少研究工作者開展了用ANSYS進(jìn)行砌體結(jié)構(gòu)有限元分析的研究,獲得了一些有益的成果。綜觀這些研究可以發(fā)現(xiàn),由于砌體結(jié)構(gòu)非線性有限元模擬的復(fù)雜性,目前在模型選取、材料本構(gòu)、參數(shù)確定、迭代算法、收斂準(zhǔn)則等有限元分析的關(guān)鍵問題方面尚未總結(jié)出一般性的規(guī)律和結(jié)論可供參考。為此,對(duì)ANSYS應(yīng)用于砌體結(jié)構(gòu)非線性有限元分析的適用性展開研究,討論上述問題,并結(jié)合算例分析給出相應(yīng)建議,供相關(guān)研究參考。1砌體分離式材料模型砌體是由砌塊和砂漿組成的二相復(fù)合材料,對(duì)其進(jìn)行有限元分析常有兩類模型:分離模型和整體連續(xù)體模型。分離模型即是將砌塊和砂漿分別建模,可采用兩種處理方式:一種是不考慮磚與砂漿之間的粘結(jié)滑移,將砌塊與砂漿接觸面的所有節(jié)點(diǎn)自由度耦合在一起;另一種是考慮磚與砂漿之間的粘結(jié)滑移,將砌塊與砂漿通過接觸單元或非線性彈簧單元聯(lián)系在一起。由于磚與砂漿之間的粘結(jié)滑移關(guān)系曲線目前研究尚不成熟,接觸面的水平粘附強(qiáng)度常常難以得到,目前使用前一種方式的較多且較易實(shí)現(xiàn)。整體連續(xù)體模型即是將砂漿和砌塊作為一個(gè)整體來考慮,連續(xù)體單元的材料參數(shù)可通過以下三種方式獲得:一是試驗(yàn)實(shí)測(cè);二是按規(guī)范取值,規(guī)范無規(guī)定時(shí)則根據(jù)現(xiàn)有的砌體本構(gòu)關(guān)系和材料性質(zhì)的有關(guān)研究選用;三是根據(jù)由復(fù)合材料力學(xué)發(fā)展起來的均質(zhì)化理論,將所有組成材料的幾何和本構(gòu)信息融入到一個(gè)代表性體積單元(RVE)中,按計(jì)算確定RVE的等效材料屬性。前兩種均以試驗(yàn)為基礎(chǔ),較符合實(shí)際,且容易獲得,應(yīng)用方便;第三種計(jì)算RVE等效材料參數(shù)的過程相當(dāng)繁瑣,且需已知砌塊和砂漿的力學(xué)參數(shù),其推廣應(yīng)用受到了限制?？傮w來說,分離模型可以模擬砌塊與砂漿之間的作用和砌體破壞機(jī)理,適用于模擬小型試驗(yàn)砌體的破壞行為,但計(jì)算量大,建模繁瑣;整體連續(xù)體模型適于分析大規(guī)模的墻體,但對(duì)于詳細(xì)的應(yīng)力分析和理解砌體多樣的失效機(jī)理卻顯得不足。采用哪種模型一般應(yīng)視分析目的而定。對(duì)于砌體組合結(jié)構(gòu),其中還包含有鋼筋混凝土構(gòu)件,其有限元模型可采用分離鋼筋模式和整體分布鋼筋模式。前者可考慮粘結(jié)滑移。ANSYS分析時(shí),砌體分離模型的砌塊和砂漿可用三維實(shí)體單元SOLID45或SOLID65模擬,二者具有處理塑性、徐變、膨脹、應(yīng)力剛化、大變形和大應(yīng)變的能力,SOLID65還可以模擬開裂和壓碎以及可以考慮三個(gè)方向的配筋;接觸單元可采用CONTACT174等;非線性彈簧單元可用COMBIN39等。砌體整體連續(xù)體模型可用SOLID45或SOLID65,也可用三維實(shí)體殼單元SHELL63模擬。鋼筋混凝土分離鋼筋模式可用SOLID65+LINK8單元,整體分布鋼筋模式可用帶配筋的SOLID65單元。2砌體單軸應(yīng)力應(yīng)變曲線的確定砌體是一種非均質(zhì)的、各向異性材料,砌縫是其薄弱環(huán)節(jié),對(duì)其本構(gòu)關(guān)系及破壞準(zhǔn)則進(jìn)行研究非常困難。國內(nèi)外已開展的大量研究中大多限于基于試驗(yàn)結(jié)果的平面受力砌體破壞準(zhǔn)則研究,至今仍沒有一個(gè)被廣泛認(rèn)可的砌體應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及其破壞準(zhǔn)則。進(jìn)行非線性有限元分析,合理選取材料的彈塑性本構(gòu)關(guān)系是至關(guān)重要的,這正是進(jìn)行砌體結(jié)構(gòu)非線性有限元分析的難題。目前ANSYS尚沒有能夠反映砌體受砌縫影響的復(fù)雜的剪壓破壞模型,只有參照類似材料的常用破壞準(zhǔn)則,通過參數(shù)的適當(dāng)選取來最大限度地模擬砌體的破壞。彈塑性本構(gòu)關(guān)系通常由三部分組成:初始屈服準(zhǔn)則、流動(dòng)法則和強(qiáng)化規(guī)律。初始屈服準(zhǔn)則定義了多軸應(yīng)力狀態(tài)下的彈性極限。砌體、混凝土和巖石等材料為顆粒狀,受壓強(qiáng)度遠(yuǎn)大于受拉強(qiáng)度,且屈服應(yīng)力受靜水應(yīng)力影響明顯。砌體材料的屈服準(zhǔn)則可以考慮使用巖土工程中廣泛使用的Drucker-Prager(DP)準(zhǔn)則或ANSYS專門為鋼筋混凝土單元SOLID65開發(fā)的CONCRETE材料破壞準(zhǔn)則。DP屈服準(zhǔn)則是修正的VonMises準(zhǔn)則,用以逼近Mohr-Coulomb準(zhǔn)則,如圖1所示。DP準(zhǔn)則假設(shè)材料為理想彈塑性,無強(qiáng)化規(guī)律;流動(dòng)法則可以使用相關(guān)流動(dòng)法則,也可以使用不相關(guān)流動(dòng)法則。需輸入的三個(gè)參數(shù)即粘聚力C、內(nèi)摩擦角φ和膨脹角φf,一般由試驗(yàn)確定或根據(jù)經(jīng)驗(yàn)選取。對(duì)于砌塊、砂漿和砌體而言,C、φ值的選取目前還沒有相關(guān)的試驗(yàn)資料和經(jīng)驗(yàn)取值,但可以根據(jù)其與材料的單軸受拉屈服應(yīng)力σt和受壓屈服應(yīng)力σc之間的關(guān)系來確定:φ=sin-1[3√3β2+√3β]?β=σc-σt√3(σc+σt)(1)C=σy√3(3-sinφ)6cosφ?σy=2σcσt√3(σc+σt)(2)式中:σt和σc可以取試驗(yàn)實(shí)測(cè)值或根據(jù)其強(qiáng)度等級(jí)按規(guī)范選取。破壞面是加工強(qiáng)化區(qū)域的極限,由于理想彈塑性假定,DP材料的破壞面同屈服面。采用CONCRETE材料時(shí),可結(jié)合多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型(MKIN)來定義砌體的單軸應(yīng)力應(yīng)變曲線;CONCRETE材料屬性表用于確定材料的強(qiáng)度準(zhǔn)則,受拉失效由最大拉應(yīng)力準(zhǔn)則確定,三向受壓時(shí)采用Willam-Warnke五參數(shù)失效準(zhǔn)則,屈服面由ft、fc、fcb、f1和f2等5個(gè)參數(shù)表述;破壞面最少輸入ft和fc這2個(gè)參數(shù)確定,fcb、f1和f2等3個(gè)參數(shù)可取默認(rèn)值,此時(shí)應(yīng)力狀態(tài)應(yīng)滿足|σh|≤√3fc?σh=1/3(σxp+σyp+σzp)?σxp、σyp、σzp代表主應(yīng)力,否則在高靜水壓力下五個(gè)失效參數(shù)都必須指定。CONCRETE屬性表中還有3個(gè)參數(shù)用來反映材料開裂后的狀態(tài):裂縫張開時(shí)剪力傳遞系數(shù),一般可取0.3～0.5;裂縫閉合時(shí)剪力傳遞系數(shù),可取0.9～1.0;拉應(yīng)力釋放量乘子Tc,可取0.6。單元開裂后垂直于開裂方向的拉應(yīng)力可緩慢釋放,以有助于數(shù)值計(jì)算的收斂,如圖2所示。采用MKIN非線性材料需輸入砌體的單軸受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線,文獻(xiàn)列出了很多表達(dá)形式不一的砌體單軸受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線,指出各類應(yīng)力-應(yīng)變曲線的上升段相差很小,下降段相差較大;各類磚砌體的極限應(yīng)變與峰值應(yīng)變之比εu/ε0均為1.6左右,ε0可按實(shí)測(cè)值或取ε0=0.003;綜合各種應(yīng)力-應(yīng)變曲線,提出了以下磚砌體應(yīng)力應(yīng)變曲線:σfm=1.96(εε0)-0.96(εε0)20≤εε0≤1(3)σfm=1.2-0.2εε01≤εε0≤1.6(4)磚和砂漿的應(yīng)力應(yīng)變曲線已有研究較少。同濟(jì)大學(xué)得出的燒結(jié)普通磚和砂漿的受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線表明,磚表現(xiàn)為比較明顯的脆性,峰值應(yīng)變?chǔ)?和極限應(yīng)變?chǔ)舥都較小,磚的強(qiáng)度在15～20MPa變化時(shí),ε0約為0.001～0.0015,εu約為0.0011～0.0023,彈性模量約為1.3×104MPa;砂漿表現(xiàn)出一定的彈塑性,εu/ε0較大,極限應(yīng)變?chǔ)舥是磚的1.5～5倍,ε0約為0.0014～0.0021,εu在0.003以上,當(dāng)砂漿的棱柱體抗壓強(qiáng)度在1.3～6MPa間時(shí),對(duì)應(yīng)于40%極限強(qiáng)度處的割線彈性模量在0.28×104～0.41×104MPa。具體參數(shù)尚應(yīng)根據(jù)磚和砂漿的強(qiáng)度等級(jí)選用。3關(guān)于剛度矩陣非線性問題的解答最終可歸結(jié)為非線性方程組的求解。純粹的增量法不可避免地要隨著每步荷載增量產(chǎn)生累積誤差,ANSYS提供的牛頓-拉普森(NR)法(增量迭代法)通過令每一步荷載增量的末端解達(dá)到平衡收斂(在某個(gè)容限范圍內(nèi))來消除累積誤差?？赏ㄟ^NR選項(xiàng)來控制修改剛度矩陣的頻率:完全NR法每次迭代都修改剛度矩陣;修正NR法每級(jí)增量末修改一次剛度矩陣;初始剛度法一直使用初始剛度矩陣,不進(jìn)行修正。完全NR法為平方收斂,收斂速度快,但計(jì)算工作量大,較容易發(fā)散;初始剛度法線性收斂,迭代次數(shù)多;修正NR法處于兩者之間。對(duì)于磚砌體材料非線性分析可選用修正NR法。當(dāng)結(jié)構(gòu)開裂壓碎較多或塑性發(fā)展比較充分接近極限荷載時(shí),剛度矩陣可能變?yōu)榻抵染仃嚠a(chǎn)生奇異,導(dǎo)致嚴(yán)重的收斂問題,計(jì)算不出負(fù)剛度下降段。收斂問題是結(jié)構(gòu)非線性分析的又一難題。ANSYS提供了一種弧長迭代法,它使得NR平衡迭代沿著一段弧線迭代,可避免切線剛度接近0或?yàn)樨?fù)值時(shí)計(jì)算發(fā)散,理論上可求出下降段。為此,需設(shè)置初始弧長半徑及最小、最大乘數(shù)。初始弧長半徑通過設(shè)置子步數(shù)NSUBST確定為F/NSUBST,F為總荷載,NSUBST一般不宜小于10,最小、最大乘數(shù)可根據(jù)計(jì)算效果調(diào)整。ANSYS中弧長法不適用于求解接觸問題及理想彈塑性問題,對(duì)于砌體、混凝土等材料非線性問題是否適用值得研究。4收斂條件的設(shè)定適當(dāng)?shù)氖諗繙?zhǔn)則對(duì)于增量迭代求解是否有效至關(guān)重要。在增量迭代求解過程中每級(jí)增量結(jié)束時(shí)應(yīng)控制解收斂到允許的誤差范圍內(nèi)。收斂誤差太大將影響解的精度,太小將耗費(fèi)機(jī)時(shí),且難收斂。ANSYS提供了多種收斂準(zhǔn)則,可以把收斂檢查建立在力、位移或其組合上,且可以設(shè)置不同的收斂容限值。文獻(xiàn)指出,單獨(dú)使用位移收斂檢查可能導(dǎo)致出錯(cuò),出現(xiàn)迭代早熟(偽收斂),應(yīng)盡可能使用以力為基礎(chǔ)的收斂準(zhǔn)則。建議一般力加載時(shí)選用殘余力的二范數(shù)控制收斂,對(duì)于工程問題收斂誤差可取的稍大些,但一般不宜大于5%。非線性求解時(shí)需采取一些措施來加強(qiáng)收斂性。首先,要控制單元網(wǎng)格劃分的大小和形狀,一般盡量采用規(guī)則六面體單元,避免使用四面體單元,當(dāng)不可避免時(shí)可將體與體交接部分單獨(dú)切開劃分四面體單元,在四面體和六面體之間使用過渡單元連接。單元大小應(yīng)適當(dāng),過大精度不夠,太小易引起應(yīng)力集中產(chǎn)生破壞,一般不宜小于5cm。其次,應(yīng)設(shè)置適當(dāng)?shù)淖硬綌?shù),設(shè)置一個(gè)最小和最大時(shí)間步長,一般在計(jì)算時(shí)需不斷調(diào)整時(shí)間步長。最后,可以激活分析選項(xiàng)中的自適應(yīng)下降、線性搜索、自動(dòng)載荷步(自動(dòng)時(shí)間步長)和二分法等功能來加強(qiáng)收斂。下文算例均采取了加強(qiáng)收斂措施。5混凝土和力筋不等溫體系現(xiàn)代砌體結(jié)構(gòu)向高層方向發(fā)展,出現(xiàn)了多種新的組合砌體結(jié)構(gòu),其中集中配筋預(yù)應(yīng)力砌體是有發(fā)展前景的砌體結(jié)構(gòu)之一。它是將預(yù)應(yīng)力鋼筋集中配置在構(gòu)造柱中,通過與之相連圈梁的彈性地基梁作用產(chǎn)生對(duì)砌體的預(yù)壓應(yīng)力。分析時(shí)預(yù)應(yīng)力可通過三種方式模擬:等效荷載法、降溫法和初始應(yīng)變法。等效荷載法將混凝土和力筋不作為一個(gè)整體考慮,以載荷的形式取代預(yù)應(yīng)力鋼筋的作用,這種方法建模簡(jiǎn)單,但不能模擬力筋位置對(duì)整體結(jié)構(gòu)的影響,沒有考慮力筋對(duì)混凝土的作用分布和方向,不能模擬張拉過程,也不能模擬應(yīng)力損失引起的力筋各處應(yīng)力不等的影響。降溫法和初始應(yīng)變法是將混凝土和力筋作為一個(gè)整體考慮,用LINK單元模擬力筋,初始應(yīng)變法通過施加初始應(yīng)變來產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力,但過程較復(fù)雜;降溫法實(shí)現(xiàn)較為簡(jiǎn)單,只需在力筋上施加溫度荷載作為一個(gè)荷載步,其中為實(shí)際需預(yù)施加的力,為鋼筋彈性模量,為鋼筋面積,為鋼筋的線脹系數(shù)。作者曾用降溫法成功模擬一工字形預(yù)應(yīng)力混凝土梁。文獻(xiàn)也用降溫法成功地模擬了后張法預(yù)應(yīng)力混凝土箱型梁。建議模擬預(yù)應(yīng)力砌體時(shí)采用降溫法模擬預(yù)應(yīng)力。6實(shí)例分析上文討論了砌體有限元分析的若干問題,下文通過一些算例進(jìn)行分析驗(yàn)證。6.1整體模型的計(jì)算及驗(yàn)證設(shè)計(jì)一磚柱,截面為1.0m×1.0m,高1.2m,磚和砂漿材料強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為磚f1m=18N/mm2,砂漿f2m=6.56N/mm2,柱頂作用軸向均布面荷載,砌體極限承載力為7.56MPa。為避免約束和加力點(diǎn)處應(yīng)力集中導(dǎo)致計(jì)算發(fā)散,在上下各加一彈性柱段,在頂面施加荷載,若考慮環(huán)箍效應(yīng),中間柱段承載力應(yīng)稍大于7.56MPa。采用整體連續(xù)體模型(SOLID65單元),材料模式為MKIN+CONCRETE。計(jì)算得極限荷載列于表1,柱頂豎向位移示于圖3,裂縫和壓碎圖示于圖4,圖中六面棱柱體表示單元壓碎。可見,不管壓碎項(xiàng)打開與否,弧長法均能計(jì)算出荷載位移的下降段,但極限荷載比NR迭代法略低;采用NR法把壓碎項(xiàng)關(guān)閉時(shí)極限荷載最接近實(shí)際。故在此類高軸壓構(gòu)件極限承載力求解中,若不關(guān)心荷載-位移下降段時(shí),可采用考慮壓碎關(guān)閉的NR迭代法;若關(guān)心荷載-位移下降段時(shí)可采用考慮壓碎關(guān)閉的弧長法,但有一定誤差。圖5給出了該磚柱按不同收斂準(zhǔn)則計(jì)算得的力-柱頂位移關(guān)系。顯然,單獨(dú)使用位移收斂準(zhǔn)則計(jì)算所得極限承載力與實(shí)際相差較遠(yuǎn),結(jié)果不可靠。建議求解時(shí)采用力收斂準(zhǔn)則或以力收斂為主、位移收斂為輔。為了驗(yàn)證整體模型和分離模型,用上述磚和砂漿參數(shù)建立分離式墻片(寬2.0m×高1.3m×厚0.12m)進(jìn)行分析。磚與砂漿采用SOLID65單元,材料模式采用MKIN+CONCRETE,磚與砂漿之間不考慮粘結(jié)滑移。結(jié)果顯示,計(jì)算極限荷載及破壞裂縫模式(圖6)與試驗(yàn)相符。這表明采用分離式建模、MKIN+CONCRETE材料模式分析砌體抗壓強(qiáng)度具有相當(dāng)?shù)木取?.2砌體承載力分析算例如圖7。材料強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為磚f1m=18N/mm2,砂漿f2m=6.56N/mm2。采用分離式模型建模,均取SOLID65單元,材料模式分別采用MKIN+CONCRETE材料和DP材料,有限元模型如圖8。磚和砂漿的應(yīng)力-應(yīng)變曲線按式(3)～(4)確定,其中磚取ε0=0.00145,εu=0.002,E0=1.28×104MPa;砂漿取ε0=0.002,εu=0.005,E0=0.4×104MPa。系數(shù)C、φ按式(1)、(2)計(jì)算得到,其中取σt=0.1σc,計(jì)算得到磚的C=2.36352MPa,φ=60.57°,砂漿的C=0.955MPa,φ=57.54°。迭代法采用修正NR法。在試件兩側(cè)施加軸力N,在中間磚頂施加剪力V,兩側(cè)磚底砂漿底面豎向和Y向(由外向里)自由度約束。計(jì)算時(shí)在軸力施加完畢后再按第二載荷步施加V。各模型極限承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值對(duì)比列于表2。采用MKIN+CONCRETE材料,極限承載力計(jì)算值較試驗(yàn)值略低。采用DP材料,膨脹角取0即采用不關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則時(shí),極限承載力計(jì)算值較試驗(yàn)值偏高,φ≠0時(shí)計(jì)算值較試驗(yàn)值明顯偏大。圖9給出了各模型的裂縫(壓碎)圖及塑性應(yīng)變圖?？梢?當(dāng)N/Nu較小時(shí),裂縫破壞集中于灰縫處(圖9c、d、e),抗剪承載力較低;當(dāng)N/Nu較大,采用MKIN+CONCRETE材料時(shí),破壞主要體現(xiàn)在磚體出現(xiàn)大量裂縫(圖9a、f),抗剪承載力大幅提高,這是由于N/Nu變大使磚和砂漿間摩擦力增大,且砂漿與磚共同作用時(shí)砂漿的變形對(duì)磚產(chǎn)生較大拉應(yīng)力所致,這與試驗(yàn)現(xiàn)象相吻合;當(dāng)N/Nu較大,采用DP材料時(shí),計(jì)算所得破壞主要集中在灰縫上下端,這與試驗(yàn)現(xiàn)象不符。因此,砌體承載力分析采用MKIN+CONCRETE材料計(jì)算值比試驗(yàn)值稍低,具有較好的精度,且破壞現(xiàn)象符合實(shí)際;采用DP材料時(shí)建議φf取0,其計(jì)算值比試驗(yàn)值偏高,純剪時(shí)誤差較大,精度不及MKIN+CONCRETE材料模式。6.3墻體應(yīng)力墻體力學(xué)性能該試驗(yàn)采用如圖10所示的1:2縮尺模型,分非預(yù)應(yīng)力墻(W-1,W-2)和預(yù)應(yīng)力墻(PW-1,PW-2)兩類。截面尺寸及配筋詳圖10,材料性能見表3、表4所示。以該試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閷?duì)象,建立有限元模型FW-1(非預(yù)應(yīng)力約束墻,對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)中W-Ⅰ和W-Ⅱ)、FPW(預(yù)應(yīng)力墻,對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)中PW-Ⅰ和PW-Ⅱ)和FW-2(取消構(gòu)造柱和圈梁后的非約束純砌體模型,以對(duì)比約束砌體與非約束砌體的受力性能),如圖11所示?；炷梁推鲶w均采用SOLID65單元,材料模式采用MKIN+CONCRETE?；炷寥?qiáng)度平均值,C20抗壓強(qiáng)度為19.04MPa,抗拉強(qiáng)度取為1.9MPa,C30抗壓強(qiáng)度為26.11MPa,抗拉強(qiáng)度取為2.61MPa,應(yīng)力應(yīng)變曲線按混凝土規(guī)范采用;砌體采用按砌體規(guī)范計(jì)算出的強(qiáng)度平均值,抗壓強(qiáng)度為3.19MPa,抗拉強(qiáng)度為0.29MPa,應(yīng)力應(yīng)變曲線按式(3)、(4)采用。鋼筋采用LINK8單元,材料模式為雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型BKIN。加載采用荷載步法,FW-1和FW-2第一荷載步施加豎向荷載σ0=0.333N/mm2,第二荷載步在圈梁左端施加水平推力360kN。預(yù)應(yīng)力墻FPW第一荷載步施加豎向荷載σ0=0.333N/mm2,第二荷載步施加預(yù)應(yīng)力,第三荷載步在圈梁左端施加水平推力360kN。預(yù)應(yīng)力采用降溫法施加,模型中預(yù)應(yīng)力鋼筋除上下兩節(jié)點(diǎn)分別與錨具和壓梁節(jié)點(diǎn)耦合,其它節(jié)點(diǎn)和周圍混凝土節(jié)點(diǎn)在X、Y向位移通過約束方程耦合在一起,Z向自由。各模型計(jì)算結(jié)果及與試驗(yàn)的對(duì)比情況見表5,圖12給出了各模型墻頂荷載位移(P-Δ)曲線圖?？梢?非預(yù)應(yīng)力約束墻體FW-1完全開裂荷載和極限荷載的計(jì)算值與試驗(yàn)值較為接近,具有較好的精度。預(yù)應(yīng)力約束墻體FPW-1開裂荷載和極限荷載的計(jì)算值較試驗(yàn)值略低。非預(yù)應(yīng)力約束砌體FW-1與非預(yù)應(yīng)力純砌體墻FW-2相比,開裂荷載提高47%,極限荷載提高96%;預(yù)應(yīng)力約束砌體FPW-1與FW-2相比,開裂荷載和極限荷載分別提高83%和105%;預(yù)應(yīng)力約束砌體在柱頂施加30kN預(yù)應(yīng)力與施加10kN預(yù)應(yīng)力相比,開裂荷載提